Определяемый коэффициент

где р'— приведенный угол трения, определяемый экспериментально. В него включены также относительные потери мощности в зацеплении, в опорах и на перемешивание масла. Числовое значение угла трения р' между червяком и колесом принимают по табл. 2.11. Меньшее значение для оловянной бронзы, большее значение для безоловянной бронзы, латуни и чугуна.

р — приведенный угол трения, определяемый экспериментально. В него включены также относительные потери мощности в зацеплении, в опорах и на перемешивание масла. Значение угла трения р между стальным червяком и колесом из бронзы принимают в зависимости от скорости скольжения:

где у» — угол подъема линии витка на начальном цилиндре; р — приведенный угол трения, определяемый экспериментально с учетом относительных потерь мощности в зацеплении, в опорах и на перемешивание масла. Значение угла р трения между стальным червяком и колесом из бронзы принимают в зависимости от скорости скольжения v^.

где tpo = (S

где КСТ - механохимический параметр, определяемый экспериментально (5. ..6 - для углеродистых сталей, 6.. .7 - для низколегированных сталей).

Режим шовной сварки обычно подбирают и проверяют экспериментально. Количество вводимой в металл на единицу длины шва теплоты можно приближенно определять по теплосодержанию расплавленного металла, находящегося между сварочными роликами и имеющего объем V=fe-2/-26'l (рис. 7.27, а), где k — поправочный коэффициент, близкий к единице, учитывающий нагрев металла в околошовной зоне и определяемый экспериментально, например калориметрированием. Если нахлестка 2L велика по сравнению с 21, то процесс выравнивания температур можно рассчитывать по схеме стержня с теплоотдачей, принимая расчетную толщину пластины равной 26, а начальное распределение приращений температур на длине 2/

где to - (S

где Кет - механохимический параметр, зависящий от стали и рабочей среды, определяемый экспериментально по зависимости между скоростью коррозии и величиной пластической деформации 8;; Кн - константа, определяемая экспериментально по зависимости между скоростью коррозии и величиной эквивалентных напряжений <з\; уа - отношение шарового тензора стср (среднее напряжение) к эквивалентным напряжениям <з\.

где / — коэффициент трения, определяемый экспериментально. Коэффициенты трения для различных пар материалов приводятся в справочниках. Коэффициент / трения скольжения для ряда широко применяемых в промышленности материалов имеет следующие усредненные значения:

где b, h — ширина и длина лопасти крыла, мм; ее — угод между осью вращения валика / и осью симметрии крыла; k — аэродинамический коэффициент, определяемый экспериментально.

где v и v0 - частота нагружения при испытаниях и условная частота на-гружения, соответствующая статическому нагружению; Кд - коэффициент, определяемый экспериментально (Кд» 1); значения а и сп в процессе нагружения меняются, как и величина Kie. Поскольку в вершине трещины концентрация деформаций велика, то в расчетах можно полагать, что si и Or достигают предельных значений, определяемых по формулам

шого диаметра. В этих случаях следует использовать [ 151, с. 6—15] формулу для пересчета предела выносливости: о?ч = a?4—alg^/fj, где o?j4 —предел выносливости при низкой частоте; о6." — предел выносливости при высокой частоте; fB и fH —соответственно высокая и низкая частота; а —экспериментально определяемый коэффициент.

Если, кроме того, cvg и сгт/сг0 выражены через легче определяемый коэффициент вариации с„ при помощи приведенных на рис. 2 зависимостей, то из (14) и (15) при помощи численных методов можно определить требуемое отношение ор/ат в виде функции от коэффициента вариации с0 прочности модели и отношения объемов Vp/Vm. Эта зависимость приведена на рис. 3 для трех отношений объемов.

где еэ и аэ — эквивалентные амплитуды деформации термоцикла и напряжение ползучести по теории прочности [111]; с, A, k, n —постоянные, определяемые по стандартным испытаниям на термическую усталость и длительную прочность; ас — экспериментально определяемый коэффициент суммирования.

где yj и у] — значения ординат профиля и его первой производной в точке / (/ = 1, 2, ..,, п.), измеренных относительно средней линии профиля; R max — - наибольшая высота неровностей; ka^ — экспериментально определяемый коэффициент; 3) интегральный коэффициент концентрации

где я (0) — число пересечений профиля с его средней линией; R max — TO же, что в формуле (169); /—длина участка исследуемого профиля; Явп = Rv — глубина самой глубокой впадины, отложенная от средней линии профиля; kaa — • экспериментально определяемый коэффициент 1.

В этом положении делают по отсчетному устройству планиметра начальный отсчет. Визиром 13 аккуратно обводят профиль до конца выбранного участка и возвращают его в начало координат по оси х (по средней линии профиля), после чего делают конечный отсчет и вычитают из него начальный отсчет. Это и будет значение определяемого коэффициента в делениях отсчетного устройства планиметра 2. Его нужно умножить на цену деления, чтобы получить определяемый коэффициент ап или Ьп в миллиметрах профилограммы.

Однако в пучках витых труб эта связь практически не реализуется [39] Это можно объяснить как влиянием конечности размеров источника и неравномерности поля скорости в ядре потока, так и загромождением исследуемого потока витыми трубами. Это приводит к тому, что нагретые частицы вблизи устья струи успевают пройти большое число не коррелированных между собой различных путей от источника до рассматриваемой точки, хотя распределения пульсационных скоростей при числах Re > 104 в ядре потока и приближаются к нормальному закону распределения. При числах Re < 104 наблюдается отклонение пульсаций скорости от закона Гаусса в пучке витых труб, что свидетельствует об анизотропности турбулентности в таких пучках в этом диапазоне чисел Re. Поэтому в закрученном пучке витых труб метод диффузии тепла от источника использовался только для определения коэффициента Dt, а его применение оправдывалось совпадением экспериментальных распределений температур с гауссовским распределением, хотя основные допущения теории Тэйлора в данном случае не выполняются строго. В экспериментах источник диффузии имел радиус, примерно в три раза превышающий радиус витой трубы. В этом случае свойства потока индикаторного газа (нагретого воздуха) и основного потока одинаковы, Это позволяет получить достаточно надежные опытные данные по коэффициенту Dt. В то же время если в работе [39] для прямого пучка витых труб, где радиус источника. был равен радиусу витой трубы, удалось оценить значение интенсивности турбулентности по уравнению (2.9), то в данном случае это исключается из-за больших размеров источника. Для увеличения точности определения коэффициента Dt опыты по перемешиванию теплоносителя в закрученном пучке проводились при неподвижном источнике диффузии, а для определения полей температуры на различном расетояниии от него в витых трубах были установлены термопары. При этом измерялась температура стенок труб (т.е. температура твердой фазы в терминах гомогенизированной модели течения). Эта методика измерений могла приводить к погрешностям в определении коэффициента Dtf поскольку распределения температур в ядре потока теплоносителя и стенки труб различны, а следовательно, различны и среднестатистические квадраты перемещений у2, а также и Dt, причем это различие, видимо, носит систематический характер. Подход к учету поправки в определяемый коэффициент Dt при измерении температуры стенки изложен в разд. 4.2.

ника для определения коэффициента Dt в закрученном пучке витых труб надо было учитывать также особенность, связанную с криволинейностью оси нагретой струи, вдуваемой в пучок, где температура в каждом сечении пучка имела максимальное значение. При этом угол закрутки оси струи был равен углу закрутки витых труб на соответствующем радиусе пучка. Поэтому экспериментально определяемый коэффициент Dt в этом случае не учитывает влияние закрутки потока закрученным пучком в азимутальном направлении и его можно сравнивать с коэффициентом Dt для' прямого пучка витых труб, что позволяет выявить эффекты, присущие течению в закрученном пучке, на тепломассоперенос в нем. В то же время эффект закрутки потока закрученным пучком на азимутальный перенос может быть учтен введением в уравнения движения и энергии, используемые для расчета полей температур и скоростей в пучке, членов, ответственных за конвективный организованный перенос в азимутальном направлении, обусловленный закруткой пучка витых труб относительно его оси по заданному закону.

При продольном обтекании пучков сребренных стержней и витых труб овального профиля наблюдается значительная интенсификация процесса межканального перемешивания теплоносителя по сравнению с течением в круглой трубе [9, 39-, 48]. Это очень важно для теплообменных аппаратов с заметной неравномерностью поля энерговыделения (теплоподвода) в поперечном сечении пучка. Обычно для определения распределений температуры в пучках сребренных стержней применяется метод расчета элементарных ячеек с учетом эффектов обмена массой, импульсом и энергией между ними, используя для замыкания системы уравнений экспериментально определяемый коэффициент перемешивания Ц = Су/С/ [48]. Однако в этом случае при большом числе стержней (труб) в пучке требуются значительные затраты счетного времени на реализацию программы расчета. Поэтому в пучках витых труб для определения полей температур теплоносителя применяется метод гомогенизации реального пучка [9, 39], который рекомендуется и для расчета температурных полей в пучках сребренных стержней.

Д^к = qjaK (специфический для кипения температурный напор), (ст устанавливается на постоянном уровне ^1,Ст- Предположим также, что темп нагрева воды вниз по течению остается постоянным на всем протяжении /2 экономайзер-ного участка. В принятой схеме решения Д^к находится через предварительно определяемый коэффициент ак. В расчет можно было бы заложить непосредственно AtK, пользуясь какой-либо подходящей эмпирической формулой, например, из [45]. При Д^к порядка нескольких градусов различие в результатах мало существенно. Сле-

Определяемый коэффициент